姚旺龍，馬國軍，劉孟珂，陳子宏

(1.武漢科技大學鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點實驗室，湖北 武漢，430081；2.寶鋼股份中央研究院武漢分院(武鋼有限技術中心)，湖北 武漢，430080)

近年來，因結晶器流場不穩(wěn)定所導致的連鑄坯質量問題日益突出，尤其是當結晶器液面波動過大時，會引起結晶器內鋼水卷渣，導致鑄坯中夾雜物含量過高。據(jù)報道，在超低碳鋼生產中超過60%的鑄坯質量缺陷是由液面波動引起的卷渣所致[1]。因此，合理的結晶器流場控制是高效、低成本地實現(xiàn)潔凈鋼生產的關鍵所在[2]。

優(yōu)化連鑄工藝參數(shù)和浸入式水口結構是改善結晶器內鋼液流場的有效手段[3]，這對于減少鋼液面卷渣、皮下氣泡和裂紋等缺陷以及促進夾雜物上浮去除具有重要意義。近年來，冶金工作者利用數(shù)值模擬和水模擬實驗結合粒子圖像測速(PIV)技術，對結晶器內流場優(yōu)化開展了大量研究，結果顯示，連鑄拉坯速度、水口浸入深度及水口結構與鋼液流動行為密切相關[4-6]，其中拉坯速度和吹氬流量是影響結晶器內鋼液流場和液面波動的主要因素，適當?shù)拇禋辶髁颗c水口浸入深度可降低結晶器窄面的液面波動，抑制卷渣現(xiàn)象的產生[7-8]。

為此，本文以某鋼廠板坯連鑄結晶器為研究對象，針對結晶器內流場穩(wěn)定性和卷渣等問題，通過數(shù)值模擬和水模型實驗結合PIV技術，探究了吹氬流量、拉坯速度、水口傾角和水口浸入深度等參數(shù)對結晶器內鋼液流場和鋼-渣界面波動行為的影響，研究結果可為優(yōu)化結晶器工藝參數(shù)和提高鑄坯質量提供依據(jù)。

1 數(shù)值模擬與水模型實驗

1.1 數(shù)值模擬

1.1.1 基本假設與控制方程

為簡化計算，特對結晶器原型的模型作以下假設[9]：①結晶器內鋼液流動視為三維瞬態(tài)不可壓縮流體的流動；②忽略結晶器錐度、溫度、凝固坯殼及結晶器振動等因素對液面波動的影響；③氬氣泡尺寸固定，忽略氣泡之間的碰撞和長大；④只考慮液渣層，其上表面做自由液面處理。

結晶器內鋼液流動采用湍流重整化群方法(RNG)修正的κ-ε湍流模型來描述，并與流體體積法(VOF模型)和離散相模型(DPM)耦合求解，具體方程如下[10-11]：

連續(xù)性方程：

(1)

動量方程(Navier-Stokes方程)：

(2)

式中：ui、uj分別為流體沿i、j方向的速度分量，m/s；xi、xj分別為流體沿i、j方向坐標；t為時間，s；p為壓力，Pa；ρ為流體密度，kg/m3；Sm為體系源項；μeff為流體有效黏度，Pa·s，可表示為：

(3)

式中：μl為層流黏度，Pa·s；μt為湍流黏度，Pa·s；Cμ為經(jīng)驗常數(shù)；κ為流體湍動能，m2/s2；ε為流體的湍動能耗散率，m2/s3。

RNGκ-ε雙方程湍流模型如式(4)～(5)所示：

(4)

(5)

其中

(6)

式中：Gκ為由鋼液平均速度變化產生的湍動能，m2/s2；Gb為由氬氣泡上浮產生的液體湍動能，m2/s2；Cμ、ακ、αε、C1ε、C2ε、η0、β為通用模型常數(shù)，取推薦值[12-13]，即C1ε=1.42、C2ε=1.68、Cμ=0.0845、ακ=αε=1.39、η0=4.377、β=0.012。

結晶器內鋼-渣界面波動行為可通過VOF模型描述：

(7)

式中：μi為鋼液的黏度，Pa·s；Fl為結晶器內鋼液的體積分數(shù)，F(xiàn)l=0時代表渣相，F(xiàn)l介于0～1之間代表鋼-渣界面，F(xiàn)l=l代表鋼液。

采用DPM模型模擬計算鋼液中氬氣泡的運動，具體平衡方程為：

(8)

1.1.2 模型參數(shù)與工藝條件

結晶器實際尺寸為210 mm×1300 mm×900 mm，為避免結晶器底部區(qū)域鋼液回流對計算精度所造成的影響，數(shù)值模擬過程中，將模擬區(qū)域擴大至1800 mm。結晶器計算區(qū)域采用四面體網(wǎng)格劃分，對浸入式水口內壁面、入口、渣層等邊界進行了網(wǎng)格加密處理，數(shù)值模擬所需工藝參數(shù)和物性參數(shù)見表1。

邊界條件：①水口入口設置為鋼液的速度入口和吹氬入口，鋼液速度方向垂直于入口平面向下，其大小可由拉坯速度及質量守恒定律換算得到；②結晶器底部出口處鋼液自由流出；③結晶器壁面設置為固體無滑移壁面；④液渣上表面設為自由表面。

表1 工藝參數(shù)和物性參數(shù)

1.2 水模型實驗

根據(jù)相似原理，選取Fr準數(shù)相似，建立相似比為1∶1.5且材質為有機玻璃的水模型實驗裝置，如圖1所示。主要設備包括HX-7高速攝像機、PIV系統(tǒng)、DJ800型波高儀、供水供氣裝置和計算機數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)等。采用1/10大波的平均波高來評價液面波動穩(wěn)定性，使用亞甲基藍示蹤劑來顯示流場，同時在結晶器模型兩側設置刻度標尺，記錄流股的沖擊深度。此外，利用混合油模擬液態(tài)保護渣，其黏度關系滿足式(9)：

(9)

式中：ν表示流體的運動黏度，m2/s。

根據(jù)相似原理，模型與原型的流量比(即水與鋼液的流量比)為[14]：

(10)

式中：Qm、Qp分別為模型與原型的流體流量，m3/s；um、up分別為模型與實際水口出口的鋼液流速，m/s；lm、lp為模型與原型的尺寸特征值，m；λ為相似比。

由于本實驗考慮了保護渣的影響，故在水模型實驗中需對水流量大小進行修正[15]：

(11)

(12)

式中：g為重力加速度，取9.8 m/s2。

此外，實際生產過程中，需考慮結晶器實際吹氬時受到的高溫膨脹作用的影響，故對氬氣流量進行修正[11]，實際工況與水模擬實驗下氬氣流量比關系為：

(13)

式中：Q(Ar)m、Q(Ar)p分別為模型與原型的氬氣流量，L/min；Tsteel、T0分別為鋼液與環(huán)境溫度，依次取1873、298 K；ρ(Ar)m、ρ(Ar)p分別為模型和原型中氬氣密度，分別取1.637、0.260 kg/m3。

(a)實驗裝置照片 (b)裝置示意圖

2 結果與討論

2.1 吹氬流量對結晶器內鋼液流動與液面波動行為的影響

拉坯速度1.0 m/min、水口浸入深度150 mm和水口傾角25°的條件下，數(shù)值模擬和水模型實驗得到吹氬流量對結晶器內鋼液流場、速度場和鋼液沖擊深度的影響分別如圖2和圖3所示，其中圖2左側為截取的結晶器沿中心1/2縱截面的鋼液速度云圖，右側為PIV測得的速度矢量圖(下同)。由圖2和圖3可知，數(shù)值模擬與水模型實驗獲得的鋼液流場與速度場吻合較好，結晶器內流場形態(tài)隨著吹氬流量的增大而變化顯著，主要體現(xiàn)為增大吹氬流量能明顯改善結晶器上回流區(qū)內鋼液速度場分布。當吹氬流量增至8 L/min時，鋼液流股沖擊到窄面壁面的位置高度相對較低，同時靠近水口附近的鋼液流股的流動速度明顯減小，渦心逐漸從窄面向靠近水口方向移動，有利于抑制上回流的湍流流動以及提高鋼液中夾雜物上浮去除率[9]。這是因為當吹氬流量增加時，水口附近的鋼液在氣泡的曳力作用下運動至鋼-渣界面，窄面處彎月面的上回流區(qū)逐漸向下移動，最終使得上回流區(qū)的渦心逐漸向水口靠近，流股上回旋區(qū)域減小。

(a)吹氬流量4 L/min (b)吹氬流量6 L/min

(c)吹氬流量8 L/min (d)吹氬流量10 L/min

圖3 吹氬流量對鋼液沖擊深度的影響

圖4和圖5分別為數(shù)值模擬與水模型實驗中結晶器1/2斷面渣層覆蓋和液面波動隨吹氬流量的變化情況。結合圖4與圖5可知，適當增大吹氬流量能明顯改善窄面處的渣層分布以及降低鋼-渣液面的波動；隨著吹氬流量的增大，液面平均波高先減小后增大，吹氬流量為8 L/min時，液面平均波高最小，并且數(shù)值模擬和水模型實驗的結果較為一致。其原因在于當吹氬流量增大時，上升的氬氣泡對結晶器內鋼液流動的影響加劇，受氣泡浮力作用，鋼液表面流動被抑制，上回流區(qū)域減小，導致液面各位置的波高均降低，渣層分布逐漸趨于均勻[7]；而當吹氬流量過大(10 L/min)時，大量的氬氣泡上浮后積聚在水口附近與斷面1/4處，不斷推動渣層向水口與窄面兩側周期性運動，加劇水口附近和窄面處的湍流流動，最終導致水口附近液面出現(xiàn)大氣泡卷渣和窄面處的鋼液裸露(見圖4(d))。研究顯示，吹氬結晶器的液面波動控制在±5 mm范圍時，鑄坯缺陷可明顯改善[16]，適當提高吹氬流量可抑制液面波動，改善結晶器渣層分布和液面波動[11]。故本實驗中合適的吹氬流量范圍為6～8 L/min。

(a)吹氬流量4 L/min (b)吹氬流量6 L/min

(c)吹氬流量8 L/min (d)吹氬流量10 L/min

(a)水模型實驗中液面各測量點波高 (b)結晶器液面的平均波高

2.2 拉坯速度對結晶器內鋼液流動與液面波動行為的影響

吹氬流量8 L/min、水口浸入深度150 mm、水口傾角25°條件下，不同拉坯速度下結晶器內鋼液流場、速度場和鋼液沖擊深度的數(shù)值模擬和水模型實驗結果如圖6和圖7所示。由圖6和圖7可知，隨著拉坯速度由1.0 m/min逐漸增大至1.6 m/min，出口處射流速度與鋼液上下回流區(qū)的延伸深度逐漸增加，從水口流出的鋼液流速也隨之增大，結晶器窄面處的沖擊強度不斷增強，加劇了上下回流區(qū)的湍流流動，同時鋼液面的回流速度加快，對渣層液面的剪切作用增強，鋼液流動穩(wěn)定性下降，容易導致熔渣卷入和鋼液裸露后吸氣，在鑄坯內形成夾雜和氣孔等缺陷，最終導致鑄坯質量降低。

(a)拉坯速度1.0 m/min (b)拉坯速度1.2 m/min

(c)拉坯速度1.4 m/min (d)拉坯速度1.6 m/min

圖7 拉坯速度對鋼液沖擊深度的影響

其他條件不變，不同拉坯速度下結晶器1/2斷面渣層覆蓋及液面波動情況的數(shù)值模擬和水模型實驗結果如圖8和圖9所示。由圖8和圖9可知，拉坯速度是影響結晶器窄面處鋼-渣液面卷渣劇烈程度的主要因素，這與文獻[7]的研究結果一致。當拉坯速度較小(1.0 m/min)時，渣層覆蓋情況和穩(wěn)定性較好，隨著拉坯速度逐漸增大，結晶器內渣層的不穩(wěn)定程度加劇，特別是窄面處液面波動劇烈；當拉坯速度超過1.4 m/s，上回流對窄面的剪切作用增強，窄面處卷渣嚴重，鋼液裸露。這是因為隨著拉坯速度的增大，鋼液流動主要受流股慣性力與重力影響，流股沖擊速度增大，液面湍流流動增強，液面波高增加，上回流對窄面處鋼-渣液面的剪切作用增強，保護渣逐漸向靠近水口方向聚集，大大降低了渣層分布的均勻性與穩(wěn)定性[7]，極易出現(xiàn)液面剪切卷渣、鋼液裸露、渣眼等現(xiàn)象(見圖8(c)和圖8(d))。因此，將拉坯速度控制為1.0～1.2 m/min，能獲得較為穩(wěn)定的流場和較均勻的渣層分布，減小了鋼液對窄面的沖刷作用，降低了液面卷渣幾率。

(a)拉坯速度1.0 m/min (b)拉坯速度1.2 m/min

(c)拉坯速度1.4 m/min (d)拉坯速度1.6 m/min

2.3 水口傾角對結晶器內鋼液流動與液面波動行為的影響

在吹氬流量8 L/min、水口浸入深度150 mm、拉坯速度1.0 m/min條件下改變水口傾角時，數(shù)值模擬與水模型實驗得到結晶器內鋼液流場、速度場和沖擊深度的變化情況如圖10和圖11所示。由圖10和圖11可知，水口傾角對結晶器內流場形態(tài)、速度場分布的影響較為顯著。當水口傾角較小(10°)時，鋼液射流的沖擊深度較淺，流股出口比較靠近鋼-渣界面，使得結晶器上回流的湍流流動增強，加劇了彎月面處鋼液的擾動，增加了液面卷渣的可能性；隨著水口傾角增大至25°，由于鋼液自身重力作用，鋼液流股沖擊到窄面的位置明顯下降，同時上回流的湍動能減小，減弱了結晶器彎月面處的湍流流動，彎月面處鋼液波動程度降低。

(a)水模擬實驗中液面各測量點波高 (b)結晶器液面的平均波高

(a)水口傾角10° (b)水口傾角15°

(c)水口傾角20° (d)水口傾角25°

圖11 水口傾角對鋼液沖擊深度的影響

不同水口傾角下，結晶器1/2斷面渣層覆蓋和液面波動情況的數(shù)值模擬和水模型實驗結果如圖12和圖13所示，可以看出，水口傾角對結晶器渣層分布和液面波動的影響較為顯著，當水口傾角較小(10°)時，相應的液面波高較大，鋼-渣界面波動劇烈，渣層逐漸向結晶器水口位置堆積，渣層兩端的厚度差增大，液面穩(wěn)定性降低，此時窄面處已出現(xiàn)卷渣、鋼液裸露等現(xiàn)象(如圖12(a)和圖12(b))；隨著水口傾角增大至25°時，由于鋼液流股回流至渣層液面時的速度減小，使得上回流對渣層的剪切作用減弱，鋼-渣液面波動趨于平穩(wěn)；同時，增大水口傾角后，結晶器兩端渣層厚度差減小，渣層分布趨于均勻，窄面波動幅度降低。由此可見，適當增大水口傾角有利于抑制結晶器內鋼-渣液面波動和提高渣層分布均勻性，本研究中，當水口傾角設置在20°～25°時，結晶器內渣層分布均勻，液面相對穩(wěn)定。

2.4 水口浸入深度對結晶器內鋼液流動與液面波動行為的影響

拉坯速度1.0 m/min、吹氬流量8 L/min、水口傾角25°條件下，不同水口浸入深度時，結晶器內鋼液流場、速度場和鋼液沖擊深度的數(shù)值模擬與水模型實驗結果如圖14和15所示。由圖14和圖15可見，當水口浸入深度為130 mm時，流股的沖擊位置較高，上回流的流速較大，受到流股的回流作用，窄面處的剪切卷渣幾率增加；當水口浸入深度逐漸增至160 mm，上回流的湍流強度隨之減弱，渦心向下偏移，使得液面流動速度逐漸減小。但如果結晶器液面回流流速過小，液面過于平靜，渣層流動性變差，不利于保護渣的熔化；而液面回流流速過大則會導致保護渣堆積在水口附近，出現(xiàn)卷渣、鋼液裸露等現(xiàn)象[17]，影響鑄坯的質量。

(a)水口傾角10° (b)水口傾角15°

(c)水口傾角20° (d)水口傾角25°

不同水口浸入深度下，水模型實驗和數(shù)值模擬得到結晶器1/2斷面的渣層分布與液面波動情況如圖16和圖17所示，可以看出，隨著水口浸入深度從130 mm增至160 mm時，結晶器窄面處鋼-渣液面波動逐漸降低，液面波高由6.03 mm降至4.04 mm，窄面處渣層覆蓋情況得到改善。這是由于當水口浸入深度增加后，上回流對液面的抬升作用減弱，鋼-渣界面受到的沖擊減弱，液面波動幅度隨之減小，彎月面處液面波動幅度降低，有利于提高鋼-渣界面的穩(wěn)定性，減少窄面處的卷渣幾率[9]。但需要注意的是，水口浸入深度過大時，鋼液下回流沖擊深度加大，夾雜物上浮困難，容易被壁面的凝固坯殼捕獲最終形成表面缺陷，同時也影響了結晶器下部凝固坯殼的生長，嚴重時還可能造成鋼液拉漏[2]。因此，在保證鑄坯質量的前提下合理控制水口的浸入深度，可降低保護渣被卷入鋼水的幾率，促進氧化物夾雜的上浮去除，進而提高鑄坯內部質量[18]。本研究中，當水口浸入深度設置在150～160 mm范圍時，能有效降低液面波動，減少液面剪切卷渣現(xiàn)象的發(fā)生。

(a)水模擬實驗液面各測量點波高 (b)結晶器液面的平均波高

(a)水口浸入深度130 mm (b)水口浸入深度140 mm

(c)水口浸入深度150 mm (d)水口浸入深度160 mm

圖15 水口浸入深度對鋼液沖擊深度的影響

(a)水口浸入深度130 mm (b)水口浸入深度140 mm

(c)水口浸入深度150 mm (d)水口浸入深度160 mm

(a)水模擬實驗中液面各測量點波高 (b)結晶器液面的平均波高

3 結論

(1)本研究通過數(shù)值模擬和水模型實驗(相似比1∶1.5)獲得的結果吻合較好，表明利用PIV技術能較好地獲得結晶器內鋼液的流場和速度場分布。

(2)適當增加吹氬流量，可抑制結晶器窄面處的液面波動和提高渣層流動穩(wěn)定性，當吹氬流量為8 L/min時，渣層覆蓋較好，液面平均波動幅度最低。

(3)隨著拉坯速度的提高，結晶器內液面流動速度提升，增大了窄面處鋼-渣界面波動幅度，易出現(xiàn)液面剪切卷渣、渣眼的現(xiàn)象，鑄坯質量降低。將拉坯速度控制在1.0～1.2 m/min時，結晶器內可獲得較理想的鋼液流場，鋼-渣界面相對平穩(wěn)。

(4)適當增大水口傾角和水口浸入深度可降低結晶器內液面波動幅度，當水口傾角為25°和水口浸入深度為150 mm時，可有效減弱結晶器內液面波動幅度和改善渣層分布均勻性，減少卷渣現(xiàn)象的發(fā)生。